施一豐，鄒家生，趙宏權(quán)，劉 川

(江蘇科技大學(xué) 江蘇省先進(jìn)焊接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗室， 鎮(zhèn)江 212003)

海洋鉆井平臺為大厚度復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu),其工作環(huán)境惡劣,對焊接質(zhì)量的要求苛刻．軸承座作為海洋平臺重要的工作部件,所用的材料強(qiáng)度高,焊縫分布集中,加上結(jié)構(gòu)本身拘束度大,極易產(chǎn)生高幅值且分布復(fù)雜的焊接殘余應(yīng)力．焊接殘余應(yīng)力會影響焊接構(gòu)件穩(wěn)定性,降低焊件的使用壽命,造成焊接結(jié)構(gòu)破壞[1]．因此,對海洋平臺軸承座之類復(fù)雜結(jié)構(gòu)的焊接殘余應(yīng)力的分布、形成機(jī)理、影響因素等進(jìn)行分析和預(yù)測,并提出減小應(yīng)力的措施,是該類焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計生產(chǎn)的前提和保障結(jié)構(gòu)服役安全的基礎(chǔ)[2]．

影響焊接應(yīng)力變形的因素眾多,如拘束、材料、坡口形式、焊接工藝和方法、焊接順序等[3]．其中焊接順序是影響海洋平臺軸承座之類多構(gòu)件、多焊縫交錯大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)應(yīng)力及變形的重要因素．通過反復(fù)試驗獲得焊接順序的方法費(fèi)力耗時,且很可能因為不能全面分析各焊縫的相互影響而無法獲得最合適的焊接順序．熱彈塑性有限元焊接應(yīng)力變形數(shù)值計算方法具有高效、經(jīng)濟(jì)、結(jié)果全面且能分析焊接應(yīng)力演化歷史等優(yōu)點(diǎn),已經(jīng)成功應(yīng)用于焊接應(yīng)力變形機(jī)理、調(diào)控、分布狀態(tài)預(yù)測和焊接順序優(yōu)化等方面[4-5]．但有限元數(shù)值模型和假設(shè)條件的合理性,計算方法的可靠性以及計算結(jié)果的有效性仍需要一定的試驗驗證．因此,少量試驗和大量數(shù)值計算是當(dāng)前研究焊接問題的主要方法．此外,熱彈塑性有限元法焊接應(yīng)力變形數(shù)值計算是一個高度非線性的熱-力耦合過程,計算效率低下．提高焊接應(yīng)力變形數(shù)值計算效率是國內(nèi)外學(xué)者和工程技術(shù)人員關(guān)注的熱點(diǎn),最近幾十年提出了諸多高效算法和思路[5]．將多種高效方法綜合應(yīng)用,在常規(guī)計算機(jī)工作站上實(shí)現(xiàn)大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)高效計算,分析預(yù)測大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布狀態(tài)、演化過程、服役壽命和優(yōu)化工藝等是焊接應(yīng)力變形數(shù)值計算的一個發(fā)展方向．

針對海洋鉆井平臺用軸承座復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu),綜合多種高效方法,實(shí)現(xiàn)多構(gòu)件、多焊縫交錯結(jié)構(gòu)的焊接應(yīng)力變形高效數(shù)值計算,結(jié)合試驗驗證計算結(jié)果;并進(jìn)行焊接順序的優(yōu)化計算,分析多構(gòu)件焊接應(yīng)力集中區(qū)域形成的原因．

1 軸承座結(jié)構(gòu)及計算模型

圖1為鉆井平臺上的軸承座結(jié)構(gòu),該結(jié)構(gòu)由251 mm厚的軸承座(A514Q),38 mm厚的肘板,38 mm厚的月牙板(EQ47),32 mm厚的前板(EH36)組成．月牙板和其他構(gòu)件連接的坡口形式為單V形,共焊接35道;其余焊縫坡口均為K形,焊道數(shù)量為19～25道;整個軸承座的總焊接長度為380 m．

圖1 軸承座焊接結(jié)構(gòu)(單位：mm)Fig.1 Welded structure of bearing pedestal(unit:mm)

該結(jié)構(gòu)的焊縫和焊道數(shù)多,焊接總長度長,結(jié)構(gòu)復(fù)雜,材料種類多,并包含兩種坡口形式,對其進(jìn)行焊接應(yīng)力變形有限元分析非常耗時．為提高計算效率,綜合多種高效計算方法實(shí)現(xiàn)該結(jié)構(gòu)焊接應(yīng)力變形數(shù)值計算,主要有:

(1) 考慮到結(jié)構(gòu)的對稱性,取其一半模型分析,如圖2(a)．根據(jù)圖2(a)的模型特點(diǎn)和焊縫之間的相互影響,將計算模型再次拆分成A、B兩個部分進(jìn)行模擬[6],拆分后B部分模型如圖2(b),圖中焊縫的編號即焊接順序．

圖2 軸承座結(jié)構(gòu)計算模型Fig.2 FEM of bearing pedestal

(2) 采用帶狀溫度熱源[7]提高溫度場計算效率．利用ANSYS軟件生死單元技術(shù)模擬焊接填充過程,首先將所有焊縫單元?dú)⑺?焊接開始時激活當(dāng)前焊道的一段單元并施加熔化溫度載荷作用一段時間,然后刪除當(dāng)前溫度載荷,并激活下一段單元施加溫度,以此實(shí)現(xiàn)焊接熱源的移動．該分段溫度熱源的參數(shù)少(僅為溫度作用時間),溫度場調(diào)試方便．熱源作用時間可根據(jù)公式(1)估算．軸承座的焊接工藝參數(shù)如表1,焊前預(yù)熱150 ℃．軸承座的熱源作用時間在2.6～3.2 s．

(1)

式中:t為熱源作用時間，s;p為由采用的焊接方法而定的常數(shù)，mm·kW-1,對于熔化極氣體保護(hù)焊,p取3.8～4.8;U為焊接電壓，V;I為焊接電流，A；v為焊接速度，mm·s-1.

表1 軸承座焊接工藝參數(shù)Table 1 Welding parameter of the bearing pedestal

(3) 焊道合并簡化方法[8],即將多道焊道合并為一道,使計算焊道數(shù)顯著減少從而縮短計算時間．但焊道過分簡化會造成計算精度降低．針對軸承座結(jié)構(gòu)的K形和V形坡口形式,基于二維模型進(jìn)行大量的計算,并考慮到表層焊道對應(yīng)力的貢獻(xiàn)顯著,最終獲得最優(yōu)的焊道簡化方式,內(nèi)部焊道兩層合并為一層,蓋面焊道應(yīng)該少量合并為兩道以上,即V形坡口由29道簡化為7道,K形坡口由16道和23道簡化為7道,見圖2(b)．

(4) 力學(xué)軟化溫度和預(yù)條件共軛梯度算法(PCG)．應(yīng)力場計算時,不考慮分段熱源每段作用時的升溫階段,僅考慮每段熱源降溫階段對應(yīng)力變形的貢獻(xiàn),且每段激活單元施加的溫度載荷為材料的力學(xué)軟化溫度(采用1 200 ℃)．軟化溫度方法能提高計算收斂性,從而提高效率,且對計算結(jié)果影響小．此外,采用PCG算法和多核并行算法進(jìn)一步提高效率．

圖2中A模型和B模型計算過程相似,因此，僅以B模型為例介紹軸承座應(yīng)力計算結(jié)果和焊接順序優(yōu)化結(jié)果．B模型有6條焊縫,每條焊縫簡化為7道,共42道焊縫,有限元模型包含79 720個單元和88 830個節(jié)點(diǎn),焊縫區(qū)域的單元尺寸小于3 mm．

整個計算過程為熱-力耦合順序計算,即先進(jìn)行瞬態(tài)溫度場計算,然后將溫度場結(jié)果作為力學(xué)計算的載荷獲得應(yīng)力場分布．溫度場計算時,與空氣接觸區(qū)域施加自由對流邊界條件．應(yīng)力場計算時,模型的拆分面施加對稱邊界條件,并在前板遠(yuǎn)離焊接區(qū)域的節(jié)點(diǎn)施加額外的位移邊界條件,避免結(jié)構(gòu)的剛性移動．設(shè)所有構(gòu)件的材料為雙線性隨動強(qiáng)化模型,且服從米塞斯屈服準(zhǔn)則;各構(gòu)件隨溫度變化的材料熱學(xué)和力學(xué)性能見圖3．

圖3 材料屬性Fig.3 Thermal and mechanical properties

2 計算結(jié)果

2.1 結(jié)果驗證

圖2(b)為B模型在Dell precision T5600工作站上總計算時間約為100 h．為了驗證計算結(jié)果,焊接了圖1的模擬件,并采用小孔法和X射線衍射法(XRD)測試模擬件局部區(qū)域的殘余應(yīng)力,測試區(qū)域和現(xiàn)場測試見圖4,L1、L2和L3線分別位于圖2(b)中的焊縫3、5和6．將計算結(jié)果與測試結(jié)果比較,見圖5．圖5(b)和圖5(c)所示沿L2、L3計算和測試的y向應(yīng)力差距較大．這是因為L2和L3線位于窄小的焊縫區(qū)域上,測試比較困難,造成測試誤差較大所致,此外,計算所采用的一系列簡化和假設(shè)也會帶來一定誤差．總體而言,圖5中3條評價線上的計算與試驗測試應(yīng)力分布趨勢基本吻合．說明采用的計算模型和高效計算方法能在常規(guī)計算機(jī)工作站上實(shí)現(xiàn)復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)的應(yīng)力數(shù)值計算,計算結(jié)果可以全面反映結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布特點(diǎn),模擬方法兼顧了效率和精度．

圖5 試驗和數(shù)值計算結(jié)果比較Fig.5 Comparison between simulated resultsand experimental ones

2.2 殘余應(yīng)力分布

圖6為B模型計算的變形和殘余應(yīng)力分布．圖中看出肘板產(chǎn)生較大向內(nèi)側(cè)的y向位移(圖6(a))．圖6中焊縫3(肘板與軸承座)的三向應(yīng)力均為拉應(yīng)力,其中兩側(cè)焊趾位置出現(xiàn)超過700 MPa的拉應(yīng)力,肘板的最大變形達(dá)4.5 mm．該軸承座結(jié)構(gòu)在服役過程中,焊縫3的三向拉應(yīng)力和外載荷疊加,極易在該焊縫區(qū)產(chǎn)生裂紋,影響整個平臺的服役安全性．焊接殘余應(yīng)力主要是焊縫冷卻過程的橫向和縱向收縮受到周圍材料的拘束產(chǎn)生的．分析認(rèn)為焊縫3縱向拉應(yīng)力(z向應(yīng)力)是因為焊縫3本身的縱向(z向)收縮引起的,x方向拉應(yīng)力較大(720 MPa)是因為焊縫6的縱向收縮(y向收縮)造成對肘板的附加彎矩,引起肘板y向變形(圖6(a)),從而使焊縫3外側(cè)焊縫受拉所致．焊縫4、焊縫5和焊縫6的焊接順序是造成焊縫3上x,y方向應(yīng)力大的原因．因此有必要對該結(jié)構(gòu)的焊接順序進(jìn)行優(yōu)化．

圖6 B模型殘余應(yīng)力和變形計算結(jié)果Fig.6 Displacement and stress distributions of part B

3 焊接順序優(yōu)化計算

基于建立的有限元模型,設(shè)計5種焊接順序(圖7),計算各焊接順序下的應(yīng)力分布．選取軸承座和肘板焊縫的外側(cè)線L1(圖4),比較沿該線上各焊接順序計算的殘余應(yīng)力．

圖7 焊接順序示意圖Fig.7 Schematic diagram of the welding sequences

圖8是各焊接順序計算的沿L1線應(yīng)力分布結(jié)果．從圖8看出,焊接順序4計算得到的沿L1線上焊縫區(qū)域的x方向、y方向和z方向應(yīng)力明顯比其他焊接順序計算的應(yīng)力值低,且焊縫區(qū)域的x方向和y方向應(yīng)力降低更顯著．焊接順序1計算的L1線上x方向明顯高于其他焊接順序,其原因是:當(dāng)焊接焊縫6時,肘板已經(jīng)和前板、軸承座焊接在一起,肘板的厚度和寬度相對與軸承座和前板而言較小,其剛度較小,焊縫6的縱向收縮力(y向收縮)通過月牙板向肘板施加了向內(nèi)的彎矩作用,造成肘板向內(nèi)側(cè)變形,焊縫3被施加了附加應(yīng)力,從而造成其焊趾位置應(yīng)力集中．當(dāng)采用焊接順序4時,月牙板先和軸承座的焊接在一起(圖7(d)焊縫4),其縱向收縮力不能作用在肘板上,因而不會造成對焊縫3的附加彎矩;最后焊接月牙板和肘板(圖7(d)焊縫5),盡管該焊縫的收縮也會施加作用力于肘板上,但焊縫5的縱向收縮力為x方向,肘板在該方向上剛度大不易變形(板內(nèi)變形),且和焊縫1的縱向收縮力作用效果相反,因而幾乎不會產(chǎn)生對肘板的附加彎矩,從而避免了焊縫3的x方向應(yīng)力集中;其余焊接順序都無法避免造成對肘板的附加彎矩,因而引起焊縫3(圖7(a)焊縫3)肘板側(cè)焊趾的x方向應(yīng)力集中．

圖8 沿L1線的應(yīng)力分布Fig.8 Stress distributions along L1

焊接順序1造成焊縫3的y方向應(yīng)力集中是因為焊接順序1中,肘板的y向剛度小,易發(fā)生y向變形(板外變形),焊縫5的縱向收縮(x方向)給肘板施加彎曲作用力,易造成肘板y向外側(cè)彎矩,因此使得焊縫3軸承座側(cè)的焊趾位置產(chǎn)生y向應(yīng)力集中．從以上分析可知,多個構(gòu)件焊接時,剛度較小的構(gòu)件(或構(gòu)件剛度小的方向)易受到其他構(gòu)件焊縫的影響產(chǎn)生變形,從而產(chǎn)生附加彎矩,增加焊趾處的應(yīng)力集中．因此,焊接時應(yīng)避免產(chǎn)生剛度較小構(gòu)件受到易變形方向的彎矩作用,從而避免產(chǎn)生附加彎矩造成的應(yīng)力集中．此外,避免構(gòu)件在強(qiáng)拘束狀態(tài)下焊接,也是避免焊縫應(yīng)力集中的方式．焊接順序4中將1和4合并,降低了順序1中焊縫4焊接時肘板所受的拘束度,一定程度上降低了焊縫3的應(yīng)力集中．

圖9為焊接順序4計算的應(yīng)力和變形分布云圖．比較圖6和圖9,焊接順序4造成的肘板y向變形明顯小于焊接順序1,最大變形降為2.25 mm,同時由圖8(a)看出焊接順序4中焊縫3的x方向應(yīng)力明顯小于焊接順序1的結(jié)果．綜上分析,焊接順序4避免了剛度小的肘板(易發(fā)生y向板外變形)承受后續(xù)焊縫收縮造成的彎矩所引起的附加應(yīng)力,因此獲得的肘板-軸承座焊縫(焊縫3)x應(yīng)力峰值結(jié)果降為320 MPa以下,y向和z向殘余應(yīng)力分別比焊接順序1均有明顯地下降．

圖9 B模型焊接順序4計算結(jié)果Fig.9 Displacement and residual stress distributionof the fourth welding sequences

4 結(jié)論

(1) 基于焊道合并簡化技術(shù),并綜合帶狀移動溫度熱源、軟化溫度法等方法能夠在常規(guī)工作站上100 h內(nèi)實(shí)現(xiàn)海洋平臺用軸承座之類大型復(fù)雜多焊縫焊接結(jié)構(gòu)應(yīng)力變形的高效預(yù)測,應(yīng)力的計算結(jié)果由試驗檢測驗證,結(jié)果合理;在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步分析應(yīng)力集中區(qū)域產(chǎn)生的原因,完成大型構(gòu)件的焊接順序優(yōu)化計算．

(2) 多個部件組成的復(fù)雜結(jié)構(gòu)焊接時,剛度小的部件受到后續(xù)焊縫的影響較大,易產(chǎn)生變形,從而對其他剛度大的焊縫產(chǎn)生附加彎矩引起部件焊縫的應(yīng)力集中．通過焊接順序優(yōu)化計算,可以避免其他部件焊縫因剛度小的部件變形過大而受到額外較大的彎矩,從而降低焊縫的三向拉應(yīng)力．